吳　亮， 謝先啟，韓傳偉，許　鋒，蔡路軍

(1.武漢科技大學(xué)　理學(xué)院　冶金工業(yè)過程系統(tǒng)科學(xué)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北　武漢　430065；

2.武漢爆破有限公司，湖北　武漢　430023)

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高架橋箱梁水壓拆除爆破數(shù)值模擬與實(shí)踐

吳亮1， 謝先啟2，韓傳偉2，許鋒1，蔡路軍1

(1.武漢科技大學(xué)理學(xué)院冶金工業(yè)過程系統(tǒng)科學(xué)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖北武漢430065；

2.武漢爆破有限公司，湖北武漢430023)

摘要：針對(duì)城市路橋箱梁水壓爆破環(huán)境復(fù)雜、技術(shù)難度高的特點(diǎn)，結(jié)合實(shí)際工程，采用動(dòng)力有限元分析軟件研究了箱梁在爆炸沖擊波和爆生氣體氣泡膨脹作用下的破壞機(jī)理，討論了藥包的布置、微差起爆時(shí)間對(duì)箱梁破碎的影響。分析表明：對(duì)稱布藥、同時(shí)起爆的方案不利于中隔梁的破碎，主要是中隔梁兩側(cè)壓差太小；采用微差爆破可以克服壓差過小的缺點(diǎn)，合理的微差時(shí)間為5 ms左右；采用交叉布藥、同時(shí)起爆的方案時(shí)，爆炸能量分布均勻，有利于改善爆破破碎效果，也避免了壓差小的缺點(diǎn)；箱梁的破壞模擬效果與實(shí)際爆破效果相吻合，表明采用數(shù)值仿真技術(shù)可以很好地從力學(xué)角度揭示箱梁水壓爆破的破壞機(jī)理，再現(xiàn)箱梁水壓爆破的破壞過程，預(yù)判爆破參數(shù)對(duì)爆破效果的影響。

關(guān)鍵詞：橋梁工程；高架橋；流固耦合；水壓拆除爆破；數(shù)值計(jì)算

0引言

近年來，隨著城市拆除對(duì)爆破技術(shù)要求的提高，水壓爆破技術(shù)在國內(nèi)得到廣泛的應(yīng)用[1-6]。水壓爆破通過炸藥爆炸在水中產(chǎn)生的沖擊波和氣泡脈動(dòng)來破壞介質(zhì)，不僅具有藥包個(gè)數(shù)少、爆破網(wǎng)路簡(jiǎn)單、能量利用率高等特點(diǎn)，而且具有破碎效果好、爆破噪音低且安全性高等優(yōu)點(diǎn)。針對(duì)水壓爆破的優(yōu)點(diǎn)，在某城市高架橋拆除工程中，對(duì)相鄰墩柱間的箱梁實(shí)施了水壓爆破技術(shù)。該跨總長(zhǎng)度為18 m，兩端帽梁各1 m，爆破長(zhǎng)度為16 m，每個(gè)注水腔體平均分置6個(gè)藥包，左右兩側(cè)共6個(gè)注水腔體，共計(jì)36個(gè)藥包，每個(gè)藥包重0.3 kg。水壓爆破區(qū)域剖面示意圖見圖1。

圖1　水壓爆破區(qū)域剖面示意圖(單位:m)Fig.1　Schematic diagram of cross-section of water pressure blasting area(unit:m)

根據(jù)箱梁的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及破碎效果要求，在橋面進(jìn)行鉆孔注水，放入藥包。箱梁尺寸與藥包位置見圖2。

圖2　裝藥結(jié)構(gòu)示意圖(單位：cm)Fig.2　Schematic diagram of charge structure (unit:cm)

1材料模型選用及計(jì)算模型建立

1.1混凝土損傷模型

混凝土與巖石JHC(Johnson-Holmquist-Cook)模型是一種適用于大變形下、高應(yīng)變率的材料模型。它與金屬材料中應(yīng)用廣泛的Johnson-Cook材料模型類似，其等效屈服強(qiáng)度是應(yīng)變率、損傷及壓力的函數(shù)，損傷量則是等效塑性應(yīng)變、塑性體應(yīng)變和壓力的函數(shù)，計(jì)算參數(shù)分別為[7-8]：ρ0=2 440 kg/m3，E=35.7 GPa，ν=0.2，G=14.86 GPa，A=0.79，B=1.6，C=0.007，N=0.61，fc=0.048 GPa，T=0.004 GPa，Efmin=0.01，Sfmax=7.0，Pcrush=0.016 GPa，ucrush=0.001，Plock=0.8 GPa，ulock=0.1，D1=0.04，D2=1.0，K1=85.0 GPa，K2/GPa=-171.0 GPa，K3=208.0 GPa，EPS0=1.0×10-6。

1.2炸藥狀態(tài)方程

在數(shù)值模擬中，LS-DYNA在橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析方面具有很高的計(jì)算精度[9-10]，并且LS-DYNA程序[11]基于炸藥的爆轟研究成果并結(jié)合爆生氣體的狀態(tài)方程來描述整個(gè)爆腔的動(dòng)力膨脹過程，可以精確描述炸藥爆轟時(shí)的壓力變化歷程。美國Lee等學(xué)者在Jones 和Wilkins 的工作基礎(chǔ)上提出JWL方程，其一般形式為：

(3)

式中，Peos為由JWL狀態(tài)方程決定的壓力;V為相對(duì)體積;E0為初始比內(nèi)能，A，B，R1，R2，ω分別為描述JWL方程的5個(gè)獨(dú)立物理常數(shù)。炸藥參數(shù)取值分別為[8]：ρ=1 300 kg/m3，D=4 000 m/s，A=214.4 GPa，B=0.182 GPa，R1=4.2，R2=0.9，ω=0.15，E0=4 192 MJ/m3。

空氣密度取為1.29 kg/m3，壓力采用線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程(*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL)模擬。

1.3水和空氣狀態(tài)方程

水材料采用MAT_NULL材料模型，通過Gruneisen狀態(tài)方程*EOS_GRUNEISEN描述，見式(4)：

(4)

式中，C為Us-Up曲線斜率的系數(shù)；γ0為Gruneisen參數(shù)；α為對(duì)γ0的修正；μ=ρ/ρ0-1；相關(guān)參數(shù)見文獻(xiàn)[6]。

空氣密度取為1.29 kg/m3，壓力采用線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程(*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL)模擬，其方程表達(dá)式為：

(5)

(6)

式中，C0～C6為常數(shù)；μ為比體積；E為內(nèi)能與初始體積之比。上述方程中各系數(shù)取值如下：C0=C1=C2=C3=C6=0.0，C4=C5=0.4。

1.4計(jì)算模型

計(jì)算模型采用某高架橋拆除工程中的兩相鄰墩柱間的箱梁尺寸，根據(jù)爆破參數(shù)，取箱梁跨中長(zhǎng)為2.28 m的梁段，三并排箱梁斷面為2.6 m×0.8 m，每個(gè)空腹腔斷面為0.8 m×0.6 m，空腹腔內(nèi)充滿水。為了建模方便，將藥包看作正方體藥包，布置于空腹腔中心偏下位置，距底部0.2 m處，藥包邊長(zhǎng)為0.062 m。為簡(jiǎn)化計(jì)算，取箱梁的1/4模型，將鋼筋的材料性能分散到混凝土當(dāng)中，將兩者看作一種材料進(jìn)行分析，如圖3所示。整體式模型優(yōu)點(diǎn)是建模方便，分析效率高，但是缺點(diǎn)是不適用于鋼筋分布較不均勻的區(qū)域，且得到鋼筋內(nèi)力狀態(tài)比較困難，主要用于有大量鋼筋且鋼筋分布較均勻的構(gòu)件中。分離式有限元模型是將鋼筋和混凝土兩種材料采用不同的單元分別建立有限元模型，其特點(diǎn)是混凝土單元?jiǎng)偠染仃?、鋼筋單元?jiǎng)偠染仃囀欠謩e計(jì)算的，然后統(tǒng)一集成到整體剛度矩陣中；其優(yōu)點(diǎn)是可以按實(shí)際配筋劃分單元，必要時(shí)可以在鋼筋與混凝土之間嵌入聯(lián)結(jié)單元來模擬鋼筋和混凝土之間的黏結(jié)和滑移，并分別研究二者的破壞過程，其缺點(diǎn)是，當(dāng)鋼筋量大且不規(guī)則時(shí)，劃分單元的數(shù)量很大。

圖3　計(jì)算模型Fig.3　Calculation model

2計(jì)算結(jié)果與分析

2.1沖擊波和爆生氣體氣泡膨脹作用機(jī)理

取1/4模型，水壓爆破數(shù)值模擬結(jié)果如圖4、圖5所示。從圖中可以再現(xiàn)水中沖擊波的傳播過程和爆生氣體氣泡膨脹作用過程。炸藥起爆后，向水中傳播沖擊波。在100 μs時(shí)刻左右沖擊波開始作用于箱梁底板，壓力峰值約125 MPa，壓縮沖擊波作用于壁體后產(chǎn)生反射，反射波最初表現(xiàn)出剛性反射的壓縮性質(zhì)，而后表現(xiàn)為稀疏性質(zhì)，隨后入射波又劇烈地衰減，因此在底部面板附近水中開始呈現(xiàn)拉伸狀態(tài)，由于水不能承受拉力，因而產(chǎn)生空泡，阻止壓力下降，即產(chǎn)生空化現(xiàn)象，見圖4(a)底部水域深色區(qū)。沖擊波以球面波形態(tài)繼續(xù)向箱梁腹板傳播，并反射形成空化區(qū)，見圖4(b)，在300 μs時(shí)刻，箱梁腹腔下部?jī)蓚?cè)以及頂部為空化區(qū)。

圖4　水中沖擊波傳播時(shí)程云圖(單位：Pa)Fig.4　Nephogram of propagation process of shock wave in water(unit:Pa)

爆生氣體的膨脹過程見圖5。爆生氣體(即氣泡)的膨脹過程相對(duì)于爆炸沖擊波的傳播要慢，在0.8 ms時(shí)刻，爆生氣體膨脹到箱梁底部翼緣，底板混凝土開始破壞；在4.3 ms時(shí)刻，爆生氣體膨脹到箱梁頂部翼緣，頂板混凝土開始破壞。

圖5　爆生氣體氣泡膨脹過程Fig.5　Bubble expansion process of detonation gas

2.2混凝土壁受力分析

圖6　箱梁破壞過程Fig.6　Damage process of box girder

箱梁不同時(shí)刻破碎情況見圖6。在0.9 ms時(shí)刻，底部面板受壓開始破壞，由中間單元開始向四周呈圓形發(fā)展破壞，底部面板介質(zhì)在沖擊壓縮荷載作用下向下運(yùn)動(dòng)，形成縱向的張拉裂紋，隨后，在底部翼緣與腹板連接處受彎發(fā)生剪切-拉伸破壞，底部翼緣與腹板連接處裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展，在3.4 ms時(shí)刻，底部面板產(chǎn)生橫向的剪切裂紋；在4.7 ms時(shí)刻，頂部面板單元開始破壞，頂部面板的破壞機(jī)理與底部面板的破壞機(jī)理相同。外側(cè)腹板受載后，介質(zhì)向外運(yùn)動(dòng)，產(chǎn)生拉伸的縱向裂紋和橫向的剪切裂紋。但兩相鄰空腹腔間的隔梁沒有破壞，這是由于兩邊施加的爆破荷載基本對(duì)稱，使間腹板兩邊處于受壓狀態(tài)，由于壓差很小，見圖7，因此不利于墻體產(chǎn)生變形位移，隔梁沒有產(chǎn)生位移的運(yùn)動(dòng)空間會(huì)使間隔墻達(dá)不到爆破破碎要求，所以，要使隔梁也達(dá)到良好的破碎效果，建議采用微差爆破技術(shù)，或者交叉布藥方案。

圖7　兩水箱間腹板中間處水體單元壓力Fig.7　Element pressure on web between both adjacent water boxes

2.3交叉布置藥包

鑒于相鄰藥包布置在同一斷面、同時(shí)起爆不利于隔梁破碎的情況，對(duì)交叉布置藥包的情況進(jìn)行了計(jì)算,破碎效果見圖8(b)。

圖8　箱梁水壓爆破(單位:Pa)Fig.8　Explosive distribution(unit:Pa)

對(duì)比圖8，計(jì)算結(jié)果顯示，交叉布藥同時(shí)起爆的方案隔梁滿足爆破破碎要求，整體爆破效果比同一斷面布藥效果好。主要原因在于交叉布藥爆破時(shí)，作用在隔墻兩邊的沖擊荷載有先后，利于墻體產(chǎn)生變形位移，見圖9。

圖9　兩水箱間腹板中間處水體單元壓力(交叉布藥)(單位：Pa)Fig.9　Water element pressure in middle of web between both adjacent water boxes with explosive cross arrangement(unit:Pa)

2.4微差爆破

對(duì)于隔離的兩個(gè)水箱是可以采用微差起爆的，但水壓爆破箱梁間微差間隔時(shí)間是爆破效果好壞的關(guān)鍵[12]。若微差間隔時(shí)間選取過小，當(dāng)相鄰水箱藥包相繼起爆后，間隔墻兩邊壓差不顯著，將不利于墻體產(chǎn)生變形位移，從而影響爆破效果；微差間隔時(shí)間過大，后續(xù)藥包起爆時(shí)一側(cè)的間隔墻已被破壞，水體的泄漏將影響其他箱壁的破碎效果。

計(jì)算選取微差間隔時(shí)間為5 ms和10 ms兩種工況。比較兩種工況計(jì)算結(jié)果，中隔梁均出現(xiàn)裂紋，間隔10 ms情況下中隔梁位移明顯，局部破碎程度更高，見圖10。間隔5 ms情況下，兩水箱間腹板中間處水體單元壓力見圖11(a)，當(dāng)一側(cè)的炸藥爆炸后沖擊波到達(dá)中隔梁并進(jìn)行作用，時(shí)段為0～2.5 ms，中隔梁受到擾動(dòng)引起相鄰水體反應(yīng)，時(shí)段為2.5～7.5 ms，相鄰水體單元的響應(yīng)曲線頻率比先爆水箱的水體響應(yīng)曲線頻率低，有利于中隔梁的破壞，隨后相鄰炸藥爆炸引起水體進(jìn)一步的反應(yīng)，在5.1 ms時(shí)刻開始疊加。間隔10 ms情況下，后爆引起水體與先爆引起的水體響應(yīng)已分開，見圖11(b)?？梢?，微差時(shí)間選擇既要使間隔梁有充分的位移破壞，也要保證避免水體的泄漏造成能量的流失。本工程的相鄰水箱爆破微差間隔時(shí)間選取5 ms較合理。

圖10　箱梁水壓爆破(單位：Pa)Fig.10　Hydraulic demolition blasting (單位：Pa)

圖11　兩水箱間腹板中間處水體單元壓力(單位：Pa)Fig.11　Water element pressure in middle of web between both adjacent water boxes(unit:Pa)

3實(shí)際爆破參數(shù)與效果

該爆破工程采用主橋爆破拆除、兩端引道機(jī)械拆除的總體拆除方案。主橋爆破方案采用一次點(diǎn)火起爆，自中間(84#墩)分別向南北兩端逐排延時(shí)，延時(shí)總長(zhǎng)為24.77 s。爆破飛石、沖擊波等有害效應(yīng)采用覆蓋防護(hù)、近體防護(hù)和保護(hù)性相結(jié)合的綜合防護(hù)措施。地下管線采用鋪設(shè)鋼板、沙袋墻、廢舊輪胎等減振措施。橋面上布置雙向近4 km的爆炸水霧降塵水袋。同時(shí)，爆破時(shí)在橋體兩側(cè)200 m范圍內(nèi)共布置了10條爆破振動(dòng)監(jiān)測(cè)線，并對(duì)爆破粉塵濃度、地應(yīng)力等項(xiàng)目進(jìn)行了實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)。

3.1藥量計(jì)算

工程實(shí)踐表明：使用沖量準(zhǔn)則公式的藥量計(jì)算公式與爆破結(jié)果的符合程度較高。沖量準(zhǔn)則公式是利用薄壁圓筒的彈性理論，把水壓爆破產(chǎn)生的水擊波看成沖量作用的結(jié)果，并運(yùn)用結(jié)構(gòu)物在等效靜載作用下產(chǎn)生位移與在沖量作用下產(chǎn)生的位移相同的原理計(jì)算得出的藥量計(jì)算公式。

由于本工程為長(zhǎng)筒方形結(jié)構(gòu)，結(jié)合箱梁形狀尺寸，沖量準(zhǔn)則公式為：

Q=KbKcKdKeδBL，

(7)

式中，Q為藥包質(zhì)量；Kb為與爆破方式有關(guān)的系數(shù)，本工程為封閉式，取1.0；Kc為與材質(zhì)有關(guān)的用藥系數(shù)，本工程為鋼筋混凝土，取1.0；Kd為結(jié)構(gòu)調(diào)整系數(shù)，本工程為方形，取1.0；Ke為炸藥換算系數(shù)，本工程取1.0；B為結(jié)構(gòu)物短邊邊長(zhǎng)；L為結(jié)構(gòu)物長(zhǎng)度；δ為結(jié)構(gòu)物壁厚。

經(jīng)計(jì)算，單個(gè)注水腔體的總裝藥量約為1.6 kg。等分成6個(gè)藥包后，取每個(gè)藥包0.3 kg。本水壓爆破共計(jì)36個(gè)藥包，總裝藥量約為10.8 kg。

3.2藥包布置

對(duì)封口箱梁，保證上部橋面的破壞條件是水應(yīng)充滿整個(gè)箱梁，即保證水中爆炸沖擊波能作用到上部橋面梁板，可以將箱梁上部橋面板作為容器的一個(gè)壁來布置藥包。藥包的具體布置見圖2。

水壓爆破應(yīng)選用密度大、耐水性好的炸藥，本次水壓爆破采用2號(hào)巖石乳化炸藥。藥包施工中采用懸掛式方式，并附加了配重防止藥包移位。

3.3起爆網(wǎng)路

為了提高起爆的可靠性，本次水壓爆破采用導(dǎo)爆管雷管引爆水中的藥包。藥包起爆雷管(MS16)引出箱梁后捆扎，用MS1段導(dǎo)爆管雷管接力引入橋體主起爆網(wǎng)絡(luò)，與55#墩柱同時(shí)起爆，起爆網(wǎng)路圖見圖12。

圖12　網(wǎng)絡(luò)聯(lián)接示意圖Fig.12　Schematic diagram of blasting network connection

3.4爆破效果

箱梁水壓爆破拆除與未采用水壓爆破拆除的爆后效果見圖13、圖14。采用水壓爆破箱梁路面破碎，而未采用水壓爆破的路橋箱梁路面完整，從而增加了機(jī)械拆除的工作量。數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本上反映了水壓爆破實(shí)際爆破效果，表明采用數(shù)值仿真技術(shù)可以很好地從力學(xué)角度揭示箱梁水壓爆破的破壞機(jī)理，再現(xiàn)箱梁水壓爆破的破壞過程，預(yù)判爆破參數(shù)對(duì)爆破效果的影響。

圖13　水壓爆破箱梁的橋面效果Fig.13　Blasting effect of box girder at bridge deck with hydraulic demolition blasting

圖14　未采用水壓爆破的箱梁橋面效果Fig.14　Blasting effect box girder at bridge deck with conventional method

4結(jié)論

(1)路橋箱梁相鄰水箱對(duì)稱同時(shí)起爆情況下，隔梁兩側(cè)壓差很小，不利于隔梁產(chǎn)生變形和破壞，達(dá)不到爆破破碎要求。

(2)采用交叉布藥同時(shí)起爆的方案時(shí)，隔梁滿足爆破破碎要求，主要原因在于交叉布藥爆破時(shí)，作用在隔墻兩邊的沖擊荷載有先后，利于墻體產(chǎn)生變形位移。

(3)對(duì)稱布藥情況下，本工程的相鄰水箱爆破微差間隔時(shí)間建議選取5 ms較合理，既能使間隔梁有充分的位移破壞，也避免水體的泄漏而造成能量的流失。

(4)箱梁的破壞效果與實(shí)際爆破效果相吻合，表明采用數(shù)值仿真技術(shù)可以很好地從力學(xué)角度揭示箱梁水壓爆破的破壞機(jī)理，再現(xiàn)箱梁水壓爆破的破壞過程，預(yù)判爆破參數(shù)對(duì)爆破效果的影響，對(duì)水壓爆破拆除技術(shù)的發(fā)展起到巨大的推動(dòng)作用，并能充分展現(xiàn)其安全高效、經(jīng)濟(jì)環(huán)保的爆破效果。

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Numerical Simulation and Practice of Hydraulic Demolition Blasting of Viaduct Box Girder

WU liang1, XIE Xian-qi2, HAN Chuan-wei2, XU Feng1, CAI Lu-jun1

(1. Hubei Province Key Laboratory of Systems Science in Metallurgical Process, College of Science, Wuhan University of Science and Technology, Wuhan Hubei 430065, China;2. Wuhan Blasting Engineering Co., Ltd., Wuhan Hubei 430023, China)

Abstract：According to the characteristics of complicated environment and high technical difficulty of city road bridge box girder hydraulic blasting, combining with the actual projects, the failure mechanism of the box girder under the action of shock wave and bubble expansion of detonation gas is researched with dynamic finite element analysis software, and the charge arrangement and millisecond time of blasting which influence the breaking effect of box girder are discussed. The result shows that (1) the scheme of the symmetrical distribution of explosive with simultaneous initiation is not conducive to the broken of the septum beam, for the approach pressure at both sides of the septum beam; (2) the reasonable millisecond time of blasting is about 5 ms, which can overcome the shortcoming of the approach pressure; (3) using the scheme of cross arrangement of charge with simultaneous initiation can obtain the well-distributed energy to improve the blasting effect, and avoid the disadvantage of approach pressure; (4) the failure simulation result of the box girder is consistent with the actual blasting effect, which shows that the numerical simulation technology can well reveal the failure mechanism of the hydraulic blasting of box girder by mechanical characteristics, and can reproduce the failure process of the hydraulic blasting of box girder to anticipate the influence of blasting parameters on blasting effect.

Key words：bridge engineering；viaduct； solid-fluid coupling；hydraulic demolition blasting；numerical calculation

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

文章編號(hào)：1002-0268(2016)03-0064-07

中圖分類號(hào)：U448.28

doi:10.3969/j.issn.1002-0268.2016.03.011

作者簡(jiǎn)介：吳亮(1980-)，男，湖北漢川人，博士，副教授.(wuliangwust@sina.com)

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51004079，51174147)湖北省自然科學(xué)基金項(xiàng)目(2014CFB822);湖北省教育廳重點(diǎn)項(xiàng)目(D20151105)

收稿日期：2014-12-14